Design and Testing of Electric Orienter with Gear Transmission for Coiled Tubing Drilling
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摘要:
定向器是连续管钻井中实现定向作业的必备工具，其中电动定向器能够连续准确地调整工具面角，具有很大的技术优势，但受限于井下狭小径向空间和定向作业大扭矩要求，其关键结构齿轮减速器的设计成为研发的难点。设计了一种基于大扭矩电机和多级行星齿轮减速器相配合的电动定向器，对其行星减速齿轮进行了优化，以弯曲疲劳强度安全系数、接触疲劳强度安全系数和输出扭矩3个关键参数的乘积为优化依据，得到了在要求的空间下最优的齿数比，并对其进行了有限元强度校核和实际承载能力的室内试验。研究结果表明，电动定向器两级行星齿轮减速器的实际承载能力超过800 N·m的设计目标，瞬时可达1 260 N·m，满足现场连续管钻井定向作业要求。该研究成果，可对今后电动定向器设计和加工组装提供参考。
Abstract:Orienter is essential for coiled tubing directional drilling, the electric orienter offers great technical advantages with its ability to make continuous and accurate tool face angle adjustment. However, due to narrow radial space and high torque requirements, the design of its key structure, the gearbox, become a difficult point of development. To this end, a kind of electric orienter based on high-torque motor and multi-stage planetary gearbox is designed, and its key structure planetary gearbox teeth are designed and optimized, and the product of three key parameters, i.e, bending fatigue strength safety coefficient, contact fatigue strength safety coefficient, and output torque, is used as the basis for optimization, so that the optimal tooth ratio is obtained under the required space, and the finite-element strength calibration and the actual load carrying capacity of the gearbox teeth are also carried out. The results show that the actual load carrying capacity of the designed two-stage planetary gearbox of the electric orienter exceeds the design target of 800 N·m, and the instantaneous capacity can reach 1 260 N·m, which meets the requirements of directional drilling operation of the coiled tubing drilling in the field. The design ideas and research results can provide reference for the design and processing assembly of future electric orienter.
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Keywords:
- coiled tubing drilling /
- electric orienter /
- planetary reducer /
- gear ratio
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胜利油田水驱动用储量占该油田的74.9%，水驱年产油量占该油田的71.3%，是该油田稳定发展的基础[1]。整装油藏和断块油藏等中高渗油藏主要采用注水开发，分注率、层段合格率和注采对应率的持续提高，对于油田稳产、提高采收率具有重要意义[2]。由于扩张式封隔器具有坐封、检修和更换方便及价格低等优势，目前广泛应用于整装、断块油藏等的分层注水井，占比达到55%以上[3]。扩张式封隔器通过配水器水嘴节流产生的压差使胶筒胀封至套管内壁，实现分层[4]。若分层注水管柱存在漏失，特别是扩张式封隔器任一级损坏时，配水器无法实现正常节流，导致所有封隔器均无法坐封，使分层注水管柱失效，需起出注水管柱检修[5]。同理，底球漏失时亦存在相同问题[6]。
目前，国内外主要根据酸化、压裂等增产措施的要求研制扩张式封隔器并进行应用：中国石化石油工程技术研究院针对常规扩张式封隔器胀封承压后变形大、易卡管柱的问题，研制了无骨架内衬扩张式封隔器，该封隔器耐温150 ℃、双向承压85 MPa，解封后胶筒残余变形率小于1.5%，目前已应用于选择性重复压裂[7-8]；中石化中原石油工程有限公司针对小井眼多级压裂，研制了耐温120 ℃、耐压70 MPa的K344-92型压裂封隔器[9]；四川油气田威远区块老井进行高压酸化时，应用了耐高温高压的ISP封隔器和HXK-342型封隔器[10]。注水用扩张式封隔器更注重长效性能及功能需求，如增加密闭功能以适用于出砂油藏[11-12]。注水管柱方面，主要通过配套水力锚等锚定工具防止蠕动，但这会增大检修更换注水管柱的风险[13]。因此，笔者从分层注水对管柱的要求出发，通过研制液缸扩张式封隔器，设计了分层注水管柱，形成了长效扩张式分层注水技术。
1. 平衡式分层注水管柱
1.1 管柱结构
平衡式分层注水管柱主要由液缸扩张式封隔器、测调一体化配水器、防漏装置、组合式沉砂洗井阀等组成，如图1所示。该管柱采用平衡结构设计，利用液缸扩张式封隔器实现分层；利用测调一体化配水器实现高效、精确配水；组合式沉砂洗井阀具有3个作用，一是保证管柱的正向密封，二是为反洗井作业提供通道，三是下端接尾管预留沉砂（垢）口袋；防漏装置为后期正向密封提供保障，投球后可起到普通单流阀的作用。
1.2 工作原理
与常规扩张式分层注水管柱类似：注水时，液缸扩张式封隔器利用配水器水嘴节流产生的压差坐封，实现分层，各注水层通过相应的配水器实现有效配注；停注时，油套压差平衡，液缸扩张式封隔器胶筒回缩，可实现反洗井作业等；测试调整配注量时，下入测调一体化配水器，对各注水层实施边测边调，实现合格配注。
1.3 技术特点
1）管柱受力平衡。如图1所示，注水时，各级液缸扩张式封隔器之间受力平衡，分层注水管柱所受合力为0，可避免由于注水压力波动引起管柱蠕动；对于常规悬挂式分层注水管柱，由于层间存在压差，注水时普遍存在单向受力情况，且注水过程中受压力波动的影响较大，会大大缩短其使用寿命；若用锚定工具锚定，不但会对套管造成损伤，而且会增大检修风险。
2）分层机构相互独立。任一级液缸扩张式封隔器失效，均不影响剩余液缸扩张式封隔器的分层效果，如油藏、地质条件允许，可降低分层级数继续分层注水（如四段分层注水降为三段分层注水），能避免常规注水管柱由此引起的检修管柱作业，为矿场实践提供更多选择。
3）双重防底球漏失。一是管柱配套组合式沉砂洗井阀，设置沉砂机构，可保障直井、斜井，以及腐蚀、结垢严重井的有效正向密封，降低底球堵塞风险，延长底球使用寿命；二是管柱配套防漏装置，一旦组合式沉砂洗井阀失效发生漏失，可从井口投球，在防漏装置处形成新的单流阀，进而延长注水管柱的使用寿命。
1.4 技术指标
有效期不短于5年，分层级数不限，耐压差25 MPa，耐温120 ℃，适用于内径不小于100.0 mm的套管。
2. 关键工具
2.1 液缸扩张式封隔器
2.1.1 结构及工作原理
针对常规扩张式封隔器胶筒损坏引起油套窜通的问题，设计了具有液缸结构的扩张式封隔器，通过液缸形成液压传导，实现对油套的有效隔离，使封隔器内、外压力系统相对独立。
液缸扩张式封隔器主要由坐封机构和液缸机构组成，其结构如图2所示。注水时，注入水通过传压孔后推动液缸活塞上移，挤压内部液压油，胶筒在液压油的作用下胀封，见图3。停注时，胶筒在自身弹力作用下回缩，实现解封。如胶筒被损坏，则由液缸活塞将封隔器内外的压力分隔开，以避免封隔器失效引起的检修更换注水管柱作业，如油藏、地质条件允许，可继续分层注水。
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图 2 液缸扩张式封隔器1.上接头；2.中心管；3.胶筒；4.挡碗；5.液压油；6.液缸；7.下接头Figure 2. Cylinder-type expansion packer2.1.2 液压油用量及液缸活塞行程的计算
液缸扩张式封隔器胶筒完全胀封至套管内壁所需液体的体积不大于封隔器坐封时液缸活塞行程所挤压液压油的体积。据此，可计算出液压油用量和液缸活塞行程[14]。
液压油用量为：
V=αV′ (1) 式中：V为坐封时液缸活塞行程所挤压的液压油体积，m3；V′为胶筒完全胀封至套管内壁所需液体体积，m3；α为安全系数，一般取1.3。
由式（1）可得坐封时液缸活塞的行程为：
L=α[(D1−δ)2−D22]d21−d22L1 (2) 式中：L为坐封时液缸活塞的行程，m；D1为套管外径，m；δ为套管壁厚，m；D2为封隔器胶筒外径，m；d1为液缸活塞外径，m；d2为液缸活塞内径，m；L1为封隔器胶筒长度，m。
对于采用ϕ139.7 mm、壁厚9.2 mm套管固井的井眼，下入液缸扩张式封隔器，其胶筒外径110.0 mm、长230.0 mm，如液缸活塞内径为74.0 mm、外径为98.0 mm，利用式（1）和式（2）计算出液压油用量为1.105 L、液缸活塞行程为0.341 m。
2.1.3 技术指标
耐压差25 MPa，坐封压力0.6～0.8 MPa，耐温120 ℃，适用于内径不小于100.0 mm的套管。
2.2 组合式沉砂洗井阀
2.2.1 设计思路
由于胜利油田的地质情况复杂，分层注水井存在出砂、吐聚合物、腐蚀和结垢等问题，为此洗井阀需设计沉砂过流机构。通过给分层注水管柱配套沉砂尾管，在保证正向密封的同时，使砂粒等固相颗粒沉积在尾管中，以保证分层注水管柱的正常功能。针对酸化等措施对球阀密封性的影响，设计双阀球结构，并优选阀球和阀球的材质；同时，结合矿场实践，设计了固定球阀和活动球阀2种不同的球阀，一是克服井斜对正向密封的影响，二是利于反洗井作业对洗井阀堵塞物的清除。
2.2.2 结构及工作原理
组合式沉砂洗井阀主要由正向密封机构、沉砂过流机构组成，如图4所示。上球阀为固定球阀，通过弹簧力控制，在克服井斜对密封影响的同时，减少入井过程中的正向进液量，开启压力设计为0.8 MPa；下球阀为活动球阀，便于反洗井作业将大粒径固相颗粒冲出，保障实现正向密封。沉砂过流主要通过分流体实现，分流体采用了桥式结构，与锥体结构配合，可以保证固相颗粒沉积到尾管中。反洗井时，液体从其侧开孔处进入，依次推开两级球阀进入油管内部。
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图 4 组合式沉砂洗井阀1.上接头；2.外筒；3.锥体；4.过流罩；5.弹簧；6.上阀球；7.上球座；8.挡球销；9.下阀球；10.下球座；11.分流体；12.下接头Figure 4. Combined sand-flushing valve2.2.3 技术指标
耐压差25 MPa，开启压力0.8 MPa，耐温120 ℃，适用于内径不小于100.0 mm的套管。
2.3 防漏装置
2.3.1 结构及工作原理
针对多次措施作业后，分层注水管柱中的组合式沉砂洗井阀失效而不能保证正向密封的问题，设计了通过投球起单流阀作用的防漏装置。
防漏装置主要由阀球机构、锁爪机构组成，如图5所示。防漏装置下井时，无需投球，就能保证正向畅通。投球后，正向加压剪断剪钉，阀座带动锁爪下移至限位处。锁爪内收，将阀球锁住，避免反洗井时将阀球洗出；同时，通过锁环实现锁紧，形成新的单流阀机构。
2.3.2 剪钉尺寸设计
防漏装置采用2个铜剪钉，开启压力5 MPa。剪钉直径的计算公式为：
p=12πd2τb14πD2 (3) 式中：p为开启压力，MPa；d为剪钉的剪切直径（螺纹剪钉取螺纹小径），m；τb为剪钉的剪切强度，MPa；D为阀座的最大外径，m。
铜剪钉的剪切强度为260 MPa，阀座的最大外径为0.06 m，开启压力为5 MPa，将其代入式（3）求得剪钉的剪切直径为0.005 9 m，故采用2个M8铜剪钉即可满足设计要求。
2.3.3 技术指标
耐压差25 MPa，开启压力5 MPa，耐温120 ℃，适用于内径不小于100.0 mm的套管。
2.4 性能测试
利用封隔器性能测试装置（见图6）测试液缸扩张式封隔器的坐封、承压等性能：将液缸扩张式封隔器置入测试装置，通过进液口1施加液压使封隔器坐封（保压）；关闭控制阀1，打开控制阀3和2，通过进液口2施加液压后，关闭控制阀2；打开控制阀1查看出水情况，结合压力表1检验封隔器的坐封情况；承压性能测试与坐封性能测试类似；强度性能测试从进液口1直接加压，打开控制阀1、2和3，观察出水情况。测试结果见表1。
表 1 封隔器性能测试结果Table 1. Performance test results of packer项目 压力/MPa 控制阀1 控制阀2 控制阀3 时间/min 现象 进液口1 进液口2 压力表1 压力表2 坐封 0.6 0.6 0.6 0 关→开 开→关 开 15 压力表1处压降为0，进液口2处无滴水 承上压 25.0 25.0 0 25.0 开→关 关→开 开 15 压力表2处压降为0，进液口2处无滴水 承下压 25.0 25.0 25.0 0 关→开 开→关 开 15 压力表1处压降为0，进液口2处无滴水 强度 30.0 0 0 0 开 开 开 15 进液口1处压降为0，进液口2处无滴水 由表1可知，当压力达到0.6 MPa时，封隔器已完全坐封；封隔器内部承压25.0 MPa时，承上压差和承下压差分别可达25.0 MPa，满足设计要求；内部施加1.2倍的工作压差至30.0 MPa时，无压降、无滴水，强度满足设计要求。
组合式沉砂洗井阀、防漏装置与试压泵、丝堵连接测试其密封性能、强度和开启性能，结果见表2。
表 2 组合式沉砂洗井阀和防漏装置性能测试结果Table 2. Performance test results of the combined sand-flushing valve and leak-proof device名称 密封压力/MPa 开启压力/ MPa 强度/ MPa 时间/min 现象 组合式沉砂洗井阀 25 0.8 30 15 测试密封性和强度时，压降为0 防漏装置 25 5.0 30 15 由表2可知，组合式沉砂洗井阀、防漏装置的密封性能、强度性能均能满足设计要求；组合式沉砂洗井阀开启压力为0.8 MPa（5次测试结果的均值）、防漏装置投球后开启压力为5.0 MPa（5次测试结果的均值），满足设计要求。
3. 现场应用
截至2019年底，长效扩张式分层注水技术已在胜利油田应用100余井次，均正常分层注水，最多分7层，最大井斜角59°。测试结果显示，注水均正常进行，底球均无漏失；分层注水井平均寿命延长1.5年以上。目前，层段注水合格率达到85%，对应油井增油4 000 t，作业成本降低400余万元，为提高注水开发的效果和经济效益提供了技术保障。
以具有代表性的A井为例，说明该技术的应用效果。A井为埕岛油田的一口采油井，人工井底深2 049.60 m，最大井斜角为51.24°（井深684.88 m），油层温度约65.1 ℃，地层流体中不含H2S和其他有毒气体。根据地质需要该井转为注水井，基于长效注水需求，采用平衡式分层注水管柱分4层注水。下入注水管柱完井后，按配注量80 m3/d分4层测调合格，封隔器密封良好，注水正常，油压为5.5 MPa，套压为0，日注水量为83 m3，达到了配注要求。截至目前，该井配注量为140 m3/d，油压为8.8 MPa，套压为0，4层测调合格，日注水量为141 m3，底球无漏失。
4. 结 论
1）研制了液压传动的液缸扩张式封隔器，实现了封隔器内外压力系统的相对独立，解决了常规扩张式分层注水管中单级扩张式封隔器损坏导致的检修更换分层注水管柱的问题。
2）组合式沉砂洗井阀设计了分流沉砂机构，将固定球阀、活动球阀组合，既能使固相颗粒沉积到尾管中，又能克服井斜对密封的影响，提高了正向密封的可靠性。
3）防漏装置可以通过投球起单流阀的作用，降低因阀球漏失引起的检修更换分层注水管柱的风险。
4）将液缸扩张式封隔器和组合式沉砂阀、防漏装置结合，设计了平衡式分层注水管柱，形成了长效扩张式分层注水技术。
5）胜利油田应用长效扩张式分层注水技术，解决了常规扩张式注水技术存在的单级封隔器损坏导致检修更换注水管柱和注水压力波动引起注水管柱蠕动等问题，延长了分层注水管柱的使用寿命。
6）随着橡胶技术的不断进步、机械制造水平的不断提高，以及对油藏认识的不断深入，长效扩张式分层注水技术的功能、适应性将进一步得到提高。但长效分层注水技术是一项系统工程，其发展将是一个“找差距、补短板”的渐进过程。
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图 2 模式转换机构工作过程
1.输出级行星架；2.上花键副；3.锥形摩擦副；4.锁紧滑套；5.模式转换机构外壳；6.下花键副；7.输出轴
Figure 2. Working process of mode conversion mechanism
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图 3 连续管钻井电动定向器结构示意
1.减速电机；2.中间级行星减速器；3.空心轴；4.输出级行星减速器；5.模式转换机构；6.输出轴
Figure 3. Structural diagram of CTD Electric orienter
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图 4 中间级减速器在不同配齿数下的弯曲与接触疲劳强度安全系数
Figure 4. Safety factor for bending and contact fatigue strength of intermediate stage reducers under different tooth numbers
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图 5 输出级减速器在不同配齿数下的优化指标分布
Figure 5. Optimization objective distribution of output stage reducers under different tooth numbers
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图 7 无安装误差时不同转角下的应力分布
Figure 7. Stress distribution at different rotating angle without installation error
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图 8 有安装误差时不同转角下的应力分布
Figure 8. Stress distribution at different rotating angle with installation error
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图 11 不同啮合状态下轮齿的接触应力分布
Figure 11. Contact stress distribution of gear teeth under different meshing states
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图 12 试验装置工作原理
1.试验机机架；2.加载装置；3.联轴器；(a)4.太阳轮输入轴；(b)4.行星架输入轴；5.减速器外壳；6.摩擦块；7.紧定螺钉；8.承载套筒；(a)9.行星架输出轴；(b)9.太阳轮输出轴；10.联轴器；11.扭矩传感器
Figure 12. Working principle diagram of experimental device
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图 13 行星减速器输入扭矩随时间变化曲线
Figure 13. Variation curve of input torque of planetary reducer over time
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